ISSN 1340-6639

Materials and Processing
Division Newsletter October 2010

NO.40
日本機械学会
機械材料・材料加工部門ニュースレター
ただいている以下の分科会活動について紹介させていただ

巻頭言

く．

接合・締結のプロセスと評価

RC-D6「締結・接合・接着部の CAE 用モデリング・解析・
岐阜大学
服部

評価システム構築分科会」
最近では，企業の設計現場では，コンピュータを用いた，

敏雄

CAD，CAEシステムを活用している．これらのシステム活事故例からみる接合・締結部の用の際最も苦労するのが，締結・接合・接着部のモデル化，重要性

評価用データベースである．そこで，これらの部位も含ん

締結・接合部は，機器・製品

だ機械・構造物に対応した汎用CAE設計ツールの提案が必の信頼性を確保する上で最も重要となる．例えば図１中央に示す３本の梁を４種類の締結要な部位であるにも関わらず，力の流れが複雑で力学解析

方法で組み立てたとすると，この構造物に外力が加わったが難しい，力学解析・プロセス解析と広範な技術を必要と場合の各梁の荷重分担は，この４種類の締結部の等価剛性

するなどの理由から，大きな研究テーマとして取り上げてが分からないと正確に構造解析できない．荷重分担が不正こられなかったきらいがある．しかしボンバルディア機の確では各部材の強度設計は間違えたものとなる．本分科会

主脚収納扉ボルト脱落のトラブルの後，チャイナ航空機のでは，ねじ締結，接着，フレッティング疲労の３つのWG

スラットヒンジボルト脱落・炎上事故を起こす．ナガシマ

活動をもとに個々の締結・接合部の詳細解析，実験検証を

ランドジェットコースタ車軸ボルト脱落事故の後，エキス行い，これら等価剛性等モデル化技術（プリ），接着はくポランドジェットコースター車軸破損事故を起こす．エレ

離等の強度評価技術（ポスト）としてまとめている．これ

ベータブレーキ取付ボルトの緩みによる暴走事故の後，エらの要素技術は，ものづくり産業界の設計・生産現場でスカレータモータ固定ボルトの破損，暴走事故を起こす．

使われているCAE設計システムのモデル化，評価用データ

トレーラハブの事故での教訓があったにも関わらず，ゆり

ベースに落とし込む必要があり，現在図１の如く各領域でかもめ車軸ハブの同様な事故が繰り返された状況を見るの要素技術をうまく結びつけながら推進中である．

に，これら技術早期確立は機械エンジニアの社会的責任とも考えられる．
産業界設計・製造現場での接合・締結の一体視化
締結・接合・接着等個々の分野の解析・評価技術は，研究者側から見ればそれぞれの分野の専門家によってまとめるべきと思われるが，企業の設計・生産技術者から見れば
どの締結・接合・接着方法を使うかは，強度・耐久性・コ
スト……等横並びの比較検討から選択されるものであり，
この横並び比較検討用評価技術，
データベースの提案が必要．
このような視点に立って，このニュースレターに特集を企画して頂いたが，ついでにこれに関連して進めさせてい図１–1–

一気通貫 CAE 設計システム

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter■特集 : 接合・締結のプロセスと評価□

特集 1

軸直角方向振動を受けるねじ締結体の設計法□

久留米工業高等専門学校
機械工学科
橋村

准教授

真治

影響を除去するために，本来は無いリニアローラを被締結

1．はじめに物間に設置して実験を行った．

ねじ締結体は，欠かすことのできない重要な締結要素である．一方，ねじ締結体の信頼性は，ゆるみや疲労破壊と

図3に，図2の軸直角方向疲労試験におけるボルトのゆるいった問題のために決して高いとは言い難い．なぜなら，

み回転角θに対する締付け軸力Fの挙動を示す2）．図3（a）

ゆるみや疲労破壊に影響を及ぼす締付け軸力の正確な管理

は，初期締付け軸力Fiを10 kNとして行った結果であり，が，現状では難しいからである．もし，適確設計が行われ，

図3（b）はFi=20kNでの結果である．なお図3（a）は，ボ

設計上要求される締付け軸力をねじ締結体が有していれ

ルトに疲労き裂が発生しなかった結果であり，図3（b）はば，大半の事故は防止できる．

疲労き裂が発生した結果である．なお図3（a）および（b）

これまで，繰返し外力を受けるねじ締結体を設計する場の灰色の実線は，締付け過程におけるθ-Fの関係を示す．

合，一般に繰返し外力は，図1のようにボルトの軸方向に

図3（a）の結果を見ると，ボルトはN=130回で即座にゆる作用するよう設計することが薦められてきた．その理由は，み，ゆるみ時のFの挙動は締付け時とほぼ同じである．そ軸方向繰返し荷重を受けるねじ締結体の疲労設計が確立さの結果，締付け軸力Fの低下はボルトの回転のみで起こっれていること，またねじ締結体にとって致命的な ｢回転ゆたことが分かる．次に図3（b）の結果では，寿命の99%をるみ｣ は，疲労破壊が生じるほどの大きな繰返し外力を作

ゆるみ回転を伴わない疲労き裂の発生と進展で費やし，最用させなければ生じないからである1）．一方，近年の複雑後の1%でボルトは急激にゆるみ回転したことがわかる．こな構造物におけるねじ締結体の多様な利用形態を考えるの結果，ボルトが回転してゆるんだ場合であっても，ボルと，軸方向繰返し外力のみが作用するようにねじ締結体をトには疲労き裂が発生している場合もあり，ボルトの再使

設計することは困難であり，軸直角方向振動が作用する設

用には十分注意を払う必要がある．

計も少なくない．しかし，ねじ締結体に軸直角方向振動が作用する場合，ねじ締結体は回転ゆるみを生じやすい上に，
明確な疲労設計指針も確立されていない．
これまで著者らは，軸直角方向振動を受けるねじ締結体のゆるみと疲労破壊について研究を行い，軸直角方向振動を受けるねじ締結体の設計方法を提案した2,3）．ここでは，その研究結果と設計法について紹介する．

図2

図1

ねじ締結体の軸直角方向疲労試験外力形態

ねじ締結体の外力形態

2．軸直角方向振動を受けるねじ締結体のゆるみと疲労破壊
図2に，軸直角方向疲労試験で用いたねじ締結体を示す．

図3

この試験では，ねじ締結体において被締結物間の摩擦力のゆるみ過程におけるボルトの回転角θに対する締付け軸力 F の挙動–2–

Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010
4．軸直角方向振動を受けるねじ締結体の設計方法

3．ねじ締結体の見かけの疲労限度とねじ単体の疲労限度
ねじ締結体の疲労強度を考える場合，ねじ単体の疲労強

図5に，軸直角方向振動を受けるねじ締結体を設計法の度とねじ締結体としての疲労強度は，分けて考える必要がフローチャートを示す4）．詳細な計算等の説明は割愛するある．なぜなら，ねじ締結体の疲労強度は，軸方向振動でが，この方法では，ねじ部品の平滑材の疲労強度σw0から，も軸直角方向振動でも，グリップ長さlg（ボルト首下から見かけの軸直角方向疲労限度Δ Ptw/2を算出する．

ねじ部が噛合い始めるまでの締付け長さ）や，はめあい長本設計法では，まずねじ部品の平滑材の疲労強度σw0，

さle（雄ねじと雌ねじが噛合っている長さ）が異なれば，切欠き係数，機械的性質からねじ部品単体の軸方向疲労強

ボルトが疲労破壊せずにボルト締結体に負荷することので度σawを算出する．次に，軸直角方向振動によるボルトのきる荷重振幅の上限値（以下，見かけの疲労強度）は異な

疲労き裂は曲げモーメントにより発生するので，曲げの疲るからである．それは，ねじ締結体に作用する繰返し外力

労限度，すなわち軸直角方向疲労強度σtwに変換する．疲のすべてが，ねじ締結体に作用するわけではないためであ

労破壊の主たる起点となる第1ねじ谷底に負荷できる最大

り，たとえねじ単体の疲労強度を向上したとしても，ねじの曲げモーメントMBを算出した後，ねじ部や座面部でのす締結体としての疲労強度向上を考えなければ，その効果はべりや弾性変形による係数Cを実験的もしくは解析的に求得られない場合もある．

めて，見かけの軸直角方向疲労限度を算出する．なお，こ図4に，4種類のボルト締結体とボルトナット締結体の見

こまでは被締結物間の摩擦を考慮していないので，最終的かけの疲労限度Δ Ptw/2とボルト単体の軸直角方向疲労限に被締結物間の摩擦を考慮して，ねじ締結体に負荷するこ度σtwを示す3）．●印がΔ Ptw/2を示し，□印がσtwを示す．

とができる軸直角方向振動の大きさを知ることができる．

図4を見ると，明らかに各締結状態でΔ Ptw/2が異なるのに対して，σtwはほぼ同じである．この結果，同じ呼び径で同じ強度区分のボルトを用いても，締結状態に応じてボルト締結体に負荷できる振動振幅は異なることがわかる．
ここで，軸直角方向振動を受けるねじ締結体を設計する
場合，設計者としては，ねじ締結体が許容できる繰返し外力の大きさを知らなければ設計はできない．そこで次に，軸直角方向振動を受けるねじ締結体の設計法について説明する．

図5

軸直角方向振動を受けるねじ締結体の設計方法フローチャート

5．おわりにねじ締結体は，単純な機能と構造を有する機械要素であるが，考え方はある意味単純ではない．高い安全性と信頼性を確保するためには，さらなる研究が必要である．多くの研究成果が，痛ましい事故の防止につながることを心より期待している．
参考文献
1） 山 本 晃， ね じ 締 結 の 原 理 と 設 計， 養 賢 堂 , pp.127131,（1995）．
2） 橋村 真治，Darrell F. Socie，軸直角方向振動下におけ
図4るボルト締結体のゆるみと疲労に関する研究，日本機

締結条件の違いによるねじ締結体の見かけの械 学 会 論 文 集 C 編 , 72 巻 , 716 号 , pp.1297- 1304,

疲労特性とボルト単体の疲労特性（2006）．
–3–

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter

3） 橋村 真治，他 2 名，ボルト締結体における軸直角方

4） 倉掛 優，橋村 真治，軸直角方向振動下におけるボル

向疲労強度への締結条件の影響，日本機械学会論文集

ト締結体の疲労強度予測，日本機械学会 M&M2010

A 編掲載予定 （2010）,．

材料力学カンファレンス講演論文集，PS14,（2010）．

□

特集 2

はんだ接続部の信頼性評価□

株式会社日立製作所機械研究所
谷江
1.

尚史

なる条件における，製造プロセス後のはんだ形状を示す．

はじめに微細化が進む半導体製品では，はんだ接続部の信頼性確

端子のぬれ性の良い条件では，端子の根元にある樹脂近傍

保が大きな課題となっている．接続部の信頼性には，はんまではんだがぬれ上がるのに対して，端子のぬれ性が悪い

だの形状が大きく寄与するが，微細な接続部では製造プロ

条件では，端子をぬれ上がるはんだの量が少なくなり，ぬセス中にはんだが溶融して形状が大きく変化するため，形れ性によるはんだ形状の違いを予測できる．

状の予測が困難であった．また，多くの半導体製品において，製品寿命を支配するのは接続部のき裂発生ではなくき

3．はんだき裂進展解析手法

裂進展による断線であるため，製品寿命を予測するには，はんだ接続部では，き裂は接続端部で発生し，接続界面

はんだを進展するき裂の挙動を予測する必要がある．

近傍を進展する．このとき，き裂の進展挙動には，き裂がこれらのことから，微細なはんだ接続部の寿命予測には，発生・進展する過程で累積する損傷が大きく寄与すること

製造プロセス時のはんだ形状予測手法と，製品使用時のきが報告されている2）．本研究では，はんだをボクセル状の裂進展解析手法が必要である．

要素に分割した有限要素解析を行い，それぞれの要素に累積する損傷を算出することで要素毎の寿命を評価するき裂

2.

進展アルゴリズムを開発し，はんだ接続部のき裂進展寿命

はんだ形状予測手法

予測に適用した．

微細なはんだ接続部では，溶融の前後ではんだ形状が大きく変化する．また，隣接する接続部間の距離が短いため，

図2に，BGA（Ball Grid Array）型はんだ接続部に繰り返

溶融時にはんだが隣接するはんだと結合や分裂といった幾し機械的なせん断変位を付加したときのき裂進展挙動を示

何学的な位相変化を起こすことがある．さらに，各部材表

す．解析で求まるき裂進展挙動は実測と良く一致すること

面のぬれ性もはんだ形状に大きく寄与する．本研究では，が確認できる．

これらの大変形，幾何学的位相変化，ぬれ性を扱える手法
として，粒子法の一手法であるMPS法1）を用いた溶融はん4.

製造プロセスを考慮した はんだ接続部寿命評価

だ形状予測手法を開発した．MPS法は非圧縮性流れの解析

製造プロセス時のはんだ形状予測手法と，製品使用時のを目的に開発された手法であり，溶融はんだの挙動の表現

き裂進展解手法を組み合わせることで，製造プロセスを考に適した手法と考えられる．
本報では，開発手法の詳細は省略し，TSOP（Thin small

Forced displacement

outline package）型半導体パッケージのリード端子接続部のはんだ形状予測に適用した事例を示す．図1に初期（製造プロセス前）のはんだ形状が同じで，端子のぬれ性が異Mold resin

Si dieMold resin

Lead

Substrate

Solder(a) High wettability condition

Board

SolderLand
100 µm(a) Analysis model of BGA strucuture
Crack

SolderMold resin

Substrate

Connected solder

Crack

Lead
Solder(b) Middle wettability condition
Solder

100 µmInitial shape of TSOP structure(b) Analysis crack shape(c) Low wettability condition

図1

図2

はんだ形状予測例–4–(c) Experimental shape

き裂進展解析例

Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010

慮したはんだ接続寿命の予測を可能にした．図3に，左右Lead terminal(high wettability))の端子のぬれ性が異なるTSOPパッケージを基板に実装しSi dieLead frame

Lead terminal(low wettability))

た状態での温度サイクル試験（-25℃ /125℃）寿命評価結果を示す．
はじめにはんだ形状予測を行い，左右それぞれのはんだ

Board(a) Analysis object

形状を求める．次に，これらのはんだ形状を初期形状とし
てき裂進展解析を行うことで，接続部の寿命を求める．

Lead terminal

1000サイクル時点においてぬれ性の悪い接続部（右側）Lead terminal
Solder

Solder

はぬれ性の良い接続部（左側）よりもき裂の発生や進展が速く，3300サイクル時点においてぬれ性の悪い接続部（右0 cycle0 cycle側）が破断して寿命に至った．初期の形状の違いによって片側の接続部に先にき裂が発生すると，左右接続部の剛性の違いが大きくなり，剛性の小さい側の変形が大きくなっ

Crack

Crack

て損傷の累積が加速される．その結果，左右の接続寿命に大きな違いが生じた．
開発手法を用いることで，製造プロセス（はんだ接合プ

after 1000 cycles

after 1000 cyclesロセス）から製造後の接続信頼性までの製造後の接続信頼性までの一貫した評価を可能にした．

Crack

Crack

参考文献
1） Koshizuka et Al., Moving-Particle Semi-implicit Method
for Fragmentation of Incompressible Fluid, Nucl. Sci.
Eng., Vol.123, pp.421-434（1996）

after 3300 cycles

after 3300 cycles(b) Crack propagationin high wettablity side(c) Crack propagation
in low wettablity side2） H.Tanie et al., Transactions of the Japan Society of
the Mechanical Engineers, Series A, Vol.72, No.717,

図3（2006）, pp.638-645

□

特集 3

製造プロセスで生じるはんだ形状ばらつきを考慮した接続寿命予測結果

遮熱コーティングの試験方法に関する国際標準化活動□

首都大学東京髙橋智し，国際的産業競争力で優位に立つ好機となっている．

1．はじめに地球環境保全のための温暖化対策や低炭素社会の実現に

このような背景を踏まえ，経済産業省およびNEDOから向け，国内の主要なCO2排出源である火力発電システムのの委託事業として（財）大阪科学技術センター付属ニュー

高温・高効率化による省エネ化が積極的に進められており，

マテリアルセンター（OSTEC）が産学公の専門家かなる委

ガスタービン高温部材である動翼・静翼などの使用環境は員会を組織し，1999年から耐熱コーティングの標準化調

一層過酷となっている．このため，発電用および航空機用

査研究およびJIS・ISO化活動を系統的に推進している．

ガスタービン等の高温部材には，遮熱コーティング（以下本稿では，これら標準化活動に加え，現在ISO提案中でTBC）や耐酸化金属コーティングなどの耐熱コーティング

あるTBCの温度傾斜場における繰り返し加熱試験方法およの導入が必要不可欠な状況となっている．さらに発電シス

び健全性評価試験方法の概略を紹介する．

テムでは，長期間に及ぶ優れた安定性・安全性・耐久性が強く要求されることから，耐熱コーティングの性能を的確

2．耐熱コーティングの各種試験方法の国際標準化活動に把握でき，かつ導入促進を保証できる合理的な評価試験

耐熱コーティングを実機部材へ適用する場合，一般的に方法の確立が急務である．このような評価方法は，ドイツ①コーティング設計，②ヒーター加熱試験による材料選択，をはじめとする欧州各国で規格化が進められつつあるが，③バーナー加熱試験による寿命評価，④実機検証試験の４未だ十分に整備されていないのが現状である．したがって，つの手順で研究開発・実用化が進められる．しかし，①～

優れた評価技術を有し，多数の実績を挙げている我が国が④まで一連の設計・評価は相当の時間を要する．このため，

当該分野で標準化事業を推進することは，国際標準を先導

ガスタービン高温部材に耐熱コーティングが必要不可欠な–5–

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter

現状と現場ニーズの緊急性を踏まえ，標準化活動では初め8452に関しても，本試験方法の有効性を裏付ける検証試に③バーナー加熱試験に関する温度傾斜場の耐熱試験方法

験結果が報告され6），来年度ISO提案予定である．

に取組み，次に②ヒーター加熱による耐熱コーティングの一 方， 耐 熱 コ ー テ ィ ン グ の 特 性 評 価 試 験 方 法PJは，健全性評価方法，そして①コーティング設計に有効な耐熱NEDO委託事業「耐熱コーティングの特性評価試験方法にコーティングの特性評価試験方法の順に標準化を進めてい関する標準化調査事業」（川崎る．各標準化プロジェクト（PJ）の活動状況を表１に示す．

て2006 ～ 2009年まで３年間実施された7）．ここでは，基いずれのPJにおいても，まず調査研究（3年間程度）で関

材上にボンドコートやトップコートを被覆した状態で測定

連文献調査や検証実験などを実施し，JIS素案を作成する．

可能なTBCの熱伝導率測定方法やヤング率試験方法，さら次のJIS化活動では実用的観点から規格を使うユーザー側のにコーティング皮膜単体の線膨張係数試験方法などの素案

意見を基に素案を見直し，JIS原案に仕上げ，各審議を経てが作成された．これらの成果に基づく３種類のJIS原案が現

JISを制定する．

在審議中であり，既に一部はISO提案も準備中である．

亮 委員長（東北大））としこれを基にISO化活動を実施するが，ISO提案プロセス等
は非常に細かく規定されている．例えば提案プロセスは，

３．ISO 提案中である TBC の各種試験方法の概要

まず新業務項目の提案（NP）と承認，次に作業原案（WD）

３.1を作成し委員会原案（CD）としての承認，国際規格案（DIS）

Coatings under Temperature Gradient 2）

Testing Method of Cycle Heating for Thermal Barrier

としての承認，最終国際規格案（FDIS）としての承認，そ

図１に試験方法の概略図を示す．この規格は，TBCを施して国際規格（IS）発行の承認を経て，ようやくIS発行と工した試験片に規定の温度傾斜場を付与することで，試験なる．各承認には，関係国の投票による一定数以上の賛成

片の表面と裏面の温度差や等価有効熱伝導率により遮熱性が必要であり，さらにNP承認からIS発行承認までの期限がを評価する．また，繰り返し加熱による試験片の表面と裏

3年間（通常）と定められている．このため，より完成度

面の温度差や等価有効熱伝導率の変化，あるいは試験片にの高いISO原案作成に加え，プロセスの内容を十分に理解生じるはく離や割れなどの損傷により耐熱サイクル性を評し，関係国との交渉・連携を含めた戦略的な取り組みが極価するものである．

めて重要である．
まず温度傾斜場の耐熱試験方法PJは，1999年から調査

Heat shield

研究が始まり，2005年に”JIS H 7851温度傾斜場での耐Heat flux meter

熱試験方法”1）を制定した．その後，ISO/TC107（金属及Heating unit

Test piece holder
Cooling unit

Test pieceび 無 機 質 皮 膜 ） へ”Testing Method of Cycle Heating for
Coolant

Thermal Barrier Coatings under Temperature Gradient”（熊川彰長PJリーダー（JAXA））としてISO 提案し，現在DISとPyrometer

しての賛否投票に掛ける段階である2）．

（Shutter）

次に耐熱コーティングの健全性評価方法PJは，2003年
から調査研究が始まり，2008年に”JIS H 8451 遮熱コー

AE sensor

ティングの耐はく離性試験方法”3）と”JIS H 8452 耐酸化
金属コーティングの耐はく離性試験方法”4）を制定した．

Computer

Control & Detector unit

そ の 後，”Testing Methods for Measuring Thermal Cycle
Resistance and Thermal Shock Resistance for Thermal
Barrier Coatings”（髙橋図１

温度傾斜場での耐熱試験方法の概略図

智PJリーダー（首都大））としてISO提案し5），7月にCD承認された段階である．またJIS H
表1
PJ

Year 1998

温度傾斜場
の耐熱試験
方法
耐熱ｺｰﾃｨﾝｸﾞ
の健全性
評価方法

(H10)

耐熱コーティングの試験方法に関する国際標準化プロジェクトの活動状況
2000
(H12)

2002
(H14)

2004
(H16)

2006
(H18)

2008

JIS H7851
調査研究

JIS 化

調査研究

耐熱ｺｰﾃｨﾝｸﾞ
の特性評価
試験方法

2012

(H22)

NP 承認

現在

(H24)

DIS
投票待

ISO 化
JIS H8451
NP 承認
JIS H8452
ISO 化
JIS 化

調査研究
–6–

2010

(H20)

JIS 化

CD
承認
原案
審査中
ISO 化

Materials and Processing Division Newsletter
3.2

No.40 October 2010

Testing Methods for Measuring Thermal Cycle

4．おわりに今回紹介した一連の規格化事業は，多くの方々のご支援

Resistance and Thermal Shock Resistance for Thermalのもとに実施されたものであり，関係各位に深く謝意を表Barrier Coatings
この規格は，熱サイクルおよび熱衝撃に対するTBCの耐する．国際標準化事業では，学術的及び実用的知見，ISO

久性評価試験方法を規定する．熱サイクルに対する耐久性の専門知識，さらに関係国との交渉も必要なので，各分野評価方法は，ガスタービンの通常運転条件下におけるコーの専門家が集結したチームとして戦略的に取り組むことがティング材料の選択等に有効である．試験方法は，電気炉重要である．このため，事業推進に向けて関係者には引き等を用いてTBC試験片に一様加熱・冷却の熱サイクル負荷

続き一層のご協力をお願い申し上げます．

を与え，熱サイクルの繰返し数とTBCはく離面積率との関係図（図２）を作成し，ここから”はく離繰返し数”を求め，

参考文献

耐久性を評価する．一方，熱衝撃に対する耐久性評価試験

1） JIS H 7851

協会（2005）．

方法は，ガスタービンの停止，トリップなどの特殊条件下

2） 温度傾斜場の耐熱試験方法の国際標準化作成調査成果

におけるTBCの損傷評価に有効であり，熱衝撃温度と残存報告書，OSTEC（2010）．

密着強さとの変化から熱衝撃抵抗性を求め，評価する．

3） JIS H 8451

Spalling area ratio, %Spalling area

TC

温度傾斜場での耐熱試験方法，日本規格

遮熱コーティングの耐はく離性試験方法，日本規格協会（2008）．

TGO BC

4） JIS H 8452

耐酸化金属コーティングの耐はく離性試

験方法，日本規格協会（2008）．
5） 平成 21 年度 NEDO 委託事業

Sub基材a) Surface view b) Sectional view

30

遮熱コーティングの健全性評価試験方法に関する国際標準化事業 成果報告
書，OSTEC（2010）．
6） S. Takahashi, M. Hatano, Y. Kojima, Y. Harada, A.

: Testing data

Kawasaki, F. Ono, Thermal Cycle Resistance of
Oxidation-Resistant Metallic Coatings, ITSC 2010, CD-00ROM,（2010）．

Nc
Number of thermal cycles

7） 平成 20 年度 NEDO 委託事業

遮熱コーティング膜の特性評価試験方法に関する標準化調査事業 成果報告
図２

書，OSTEC（2009）．

熱サイクル繰返し数と TBC はく離面積率との関係図

□

特集 4

植込鍛接法

□

大阪大学大学院
基礎工学研究科松本
1．はじめに良

2．植込鍛接法

一般に熱間鍛造品にはピン等の棒材を取り付けることが植込鍛接法1）は図1に示すようにプレス等を用いて室温多く，鍛造品に棒材を取り付ける場合，穴あけ，ねじ切りの棒材を板材（鍛造直後の部材を想定）に押込んだ後，板など複数の工程が必要となる．特に複数の棒材を取り付け材が高温の場合は板材を空冷して棒材を固定する塑性流動

る場合，製造工程が複雑，精度の維持が困難となり，製造接合法である．板材の塑性変形により生じる棒材－板材間コストが高騰する．棒材と板材を塑性加工により接合するの新生面の凝着・焼付きと板材の冷却収縮により接合面に方法としては，高速ハンマ装置による高速せん断接合，プ生じる圧縮応力および残留応力を利用して，棒材と板材をレス機を用いて素材をシェービングさせ異種材を結合させ接合する．植込鍛接法は鍛造品の生産工程の一工程としてるシェービング接合，部材を加熱せずプレス機で押込む高組込み可能であり，穴あけ，ねじ切り等の作業工程を省略

強度塑性結合法などが提案されている．一部実用化されてできるため，効率的な加工法と考えられる．想定する応用

いるが，材料の組み合わせによっては十分な接合強度が得例として，図2に示すような複数本の棒材，複数枚の板材られない場合や寸法精度などの問題により広くは普及しての接合，長尺棒材の植込み等が考えられ，共同研究先の企おらず，研究段階のものが多い状況である．

業とともに産業部品を想定した試作品を作製している．

ここでは，鍛造品を想定したフランジ部材に棒材をプレスで押込み接合させる「植込鍛接法」について紹介する．
–7–

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter
ルミニウム材の異種材の植込鍛接3）およびパイプ材の植込

3．植込鍛接の基礎特性

鍛接4）も実施している．

図3はクロムモリブデン鋼棒材を炭素鋼板材に植込んだ

160
Drawing shear stress PD (MPa)場合（図3（a））には棒材が板材に押込まれず，塑性変形
により棒材先端部の直径が大きくなり，900°C以上の場合（図3（b））には棒材は塑性変形や座屈を生じることなく板材を貫通し，棒材直径とほぼ同じ直径の板材のせん断くずが生じた．植込鍛接では植込み圧力を棒材の降伏応力以下に抑えることが植込みの必要条件である．
次に板材温度と植込鍛接後の棒材の引抜きせん断応力の関係を図4に示す．板材温度が高いほど板材上面のだれも大きくなるにも関わらず，接合強度は高くなることが分か

0.20

140

PD

120
100
80

0.10

60
Length of roundpart of plate

40
20
0
600

る．また棒材－板材の接合強度については鋼材同士の場合，

700

約80%が凝着・焼付き，約20%が冷却収縮による圧縮応力であることが明らかになっている．ここでは鋼材同士の植

0.15

図4

0.05

800 900 1000 1100 1200
Plate temperature TS (°C)

0

Length of round part of plate/Plate thickness

場合の植込鍛接後の写真である．板材温度が750°C以下の鋼材同士の植込鍛接における接合強度

込鍛接1）を説明したが，アルミニウム材同士2），鋼材－ア
4．サーボプレスを用いた振動付加植込鍛接 5）Bar (room temp.)

最近，ACサーボプレスの活用がさまざまな塑性加工で試みられている．そこで，アルミニウム棒材と板材の植込鍛

Indentation

接において，ACサーボプレスを用いて棒材の植込み直後にCooling

棒材を植込み方向に振動させる振動付加植込鍛接法を提案している．図5は振動付加植込み接合における振幅と棒材

Slug
SeizureForged part(high temp.)－板材の接合強度の関係である．振幅0.2mmの振動を付加することで振動付加なしの場合の約1.5倍の接合強度が得
られ，振幅1.0mm以上では接合強度は振動付加なしの場合に比べて若干低下することが分かった．また接合メカニズ
ムを考察したところ，振動付加により棒材－板材接合面のClamping
Cross-sectional view

凝着・焼付きの度合いは振動付加なしの場合と同程度ある

Cross-sectional view
図1

いは若干低下する一方，板材の残留応力による締付け力は増加することが分かった．

植込鍛接法

Indentation

Shear bonding stress PD (MPa)100

Indentation(a) 複数本の棒材の植込み
図2(b) 複数本の棒材，複数枚の板材の植込み

植込鍛接法の応用例

Bar

80
60
40
20
0
0.0

Bar

Fatteningof barPlate10mm(a)植込みできず（板材温度750ºC）
図3

図5

Plate

Number ofoscillation
1
4

0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
Amplitude of bar oscillation (mm)

アルミニウム棒材－板材の振動付加植込鍛接における振幅と接合強度の関係

10mm

５．まとめ

Slug

鍛造品を想定したフランジ部材に棒材をプレスで押込み接合させる「植込鍛接法」について，各種金属の接合可否，(b) 植込み可能（板材温度950ºC）

接合強度，接合メカニズムおよびサーボプレスによる振動

鋼材同士の植込鍛接

付加の効果について紹介した．今後，実用化にむけて接合–8–Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010

精度や接合部の疲労強度の検証を行うとともに産業部品へ

2） R. Matsumoto et al.: Journal of Solid Mechanics andの展開を進めていく予定である．

Materials Engineering, 3-12（2009）,1223-1232.
3） 松本ほか : 塑性と加工 , 50-581（2009）, 550-554.
4） 花見ほか : 平成 20 年度塑性加工春季講演会講演論文

参考文献
1） R. Matsumoto et al.: CIRP Annals - Manufacturing

集 （2008）,,303-304.

Technology, 57/1（2008）, 279-282.

□

特集 5

5） 松本ほか : 塑性と加工 , 51-593（2010）, 597-601.

高張力鋼板とアルミニウム合金板の塑性接合□

豊橋技術科学大学
森謙一郎

セルフピアスリベッティングでは，リベットが板材に押1．はじめに自動車の燃費向上を目的として自動車の軽量化が望まれ込まれて接合されるが，板材が高強度であると上板を貫通ており，高比強度材である高張力鋼板およびアルミ合金板できなかったり，下板内で広がらなかったりして，超高張の自動部品への利用が増加している．高張力鋼板とアルミ力鋼板の接合は困難であった．ダイの形状を最適化するこニウム合金板の両方が使用されているため，高張力鋼板ととによって980MPa級超高張力鋼板とアルミニウム合金板

アルミニウム合金板の接合の要求が高まっている．しかし（図2）．
の接合が可能となった1）

ながら，一般的に板材の接合として用いられている抵抗ス
ポット溶接では，融点が大きく異なるため，高張力鋼板とパンチ

アルミニウム合金板を接合することは困難である．

板押え

摩擦攪拌接合，セルフピアシングリベット，メカニカル
クリンチングなどの塑性接合法が開発されており，主にア
ルミニウム合金板の接合に用いられている．塑性接合では，

リベット
(鋼)
サーボ
モーター

ダイス
Ｃフレーム

板材を溶融しないため，異種金属板の接合も可能である．
摩擦攪拌接合は摩擦熱による固相接合方法であり，高張力鋼板とアルミニウム合金板の接合も行われている．
本報告では，セルフピアシングリベットとメカニカルク
リンチングによる高張力鋼板とアルミニウム合金板の接合接合部に関して説明を行う．
2．セルフピアシングリベットによる接合
図1

セルフピアシングリベットでは，図1に示すようにリベッ

セルフピアシングリベットによる板材の接合

トを板材に直接押込むことによって板材を接合する方法である．通常のリベットと異なって，予め穴を空ける必要がなく生産性が高い．抵抗スポット溶接とほぼ同じ構造であSPFC980

り，抵抗スポット溶接のような通電を必要としないが，冷A5052

間加工であるため押込み用の油圧ユニットの容量が少し大きくなる．押込まれたリベットは上板を貫通し，さらに下板に侵入しダイによって脚部が広げられて抜けなくなり接
図2

合する．セルフピアシングリベットにおける接合に必要なセルフピアシングリベットによる 980MPa 級超高張力鋼板とアルミニウム合金板の接合結果

条件は次のようになる．
1）リベットによる上板の貫通

この他，3枚板材の接合2），ダイ形状の決定法3），円筒リ

2）下板内でのリベット脚部の広がり

ベット4）などが報告されている．

3）下板の割れなし
リベットが上板を貫通しないと上板と下板は接合しな

3．メカニカルクリンチングによる接合

い．また，リベットは下板内で広がってリベットが下板に引っかかるインターロックを形成しないと，十分な接合強

メカニカルクリンチングは，図3に示すようにポンチを度が得られない．さらに，下板が割れると，水の浸入によ

押込むことによって板材を局部的に折り曲げて接合するもり板材が腐食し，接合強度が低下する危険性がある．

のである．メカニカルクリンチングの静的強度はセルフピ–9–No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter

アシングリベットの半分程度であるが，リベットを使用し4.

ないため低コストになる．メカニカルクリンチングにおける接合に必要な条件は次のようになる．

おわりにセルフピアシングリベットおよびメカニカルクエンチン

グは板材を冶金的に結合させるのではなく，引っかかりを

1）インターロックの形成

作って接合しており，接合面全体が結合しているのではな

2）板材の割れなし

い．これは溶接のような完全に結合しているものよりも強インターロックが形成されないと十分な接合強度が得ら度が低いように考えられるが，板材に力が作用すると接合れなく，板材が割れると腐食の原因になる．

面に若干のすべりを生じて応力の集中を緩和する働きがあめっき鋼板の溶接はめっき層が溶融して電極に付着する

り，疲労強度が溶接よりも高くなる．これらの接合法は自ため困難であり，メカニカルクリンチングによって接合さ動車車体の製造において抵抗スポット溶接の代替として期れた結果5）を図4に示す．板材の変形とともにめっき層も待されている．

変形して薄くなるが，その減少を抑制するように金型形状を選択している．この他，高張力鋼板とアルミニウム合金

参考文献

板が接合されている6）．

1） 加藤亨，安部洋平，森謙一郎，ユヌソフ

ラフシャン

ベク，セルフピアシングリベットによる高張力鋼鈑

パンチ

上板最小厚さインターロックΔtとアルミニウム合金板の接合，自動車技術会論文集，Δx37-6（2006）, 219-224.
2） 加藤亨，安部洋平，森謙一郎，酒井慎吾，セルフピア
シングリベットによるアルミニウム合金板と軟鋼板の

板押え
上板
下板

３枚接合，塑性と加工，48-568（2008）, 419-423
3） 安部洋平，加藤亨，森謙一郎，酒井慎吾，超高張力鋼板とアルミニウム合金板セルフピアスリベッティ
ングにおけるダイ形状の決定，塑性と加工，50-585

ダイ
ダイ
図3

（2009）, 941-945.
4） T. Kato, Y. Abe, K. Mori, Plastic joining of aluminium

メカニカルクリンチングによる板材の接合

alloy sheets by aluminium alloy cylinder, Steel
Research International, 81-9（2010）, 1136-1139.

0.15mm5） 安部洋平，岸本和也，加藤亨，森謙一郎，溶融亜鉛－
アルミニウム合金めっき鋼板のメカニカルクリンチン
グ，塑性と加工，51-593（2010）, 592-596.
6） 安部洋平，加藤亨，松田晃，森謙一郎，高張力鋼板とアルミニウム合金 A5052 板のメカニカルクリンチン
グ，塑性と加工，51-589（2010）, 141-145.
図4

メカニカルクリンチングによる 590MPa 級
めっき鋼板の接合結果

□

特集 6

軽量化を目指したスポット溶接の課題□

熊本大学大学院
里中
1.

忍

載されているスポット溶接機であり，1台当たりのスポッ

はじめにスポット溶接は，鋼板やアルミニウム合金板を水冷電極

ト溶接は3000 〜 5000点ともいわれている．最近では，

で挟んで加圧しながら短時間に大電流を流し，溶接部に発特定の溶接部位や材料の薄板溶接にレーザ溶接や摩擦攪拌

生するジュール熱を被溶接材の接合に利用する溶接法であ点溶接（FSSW）など，新しい溶接法を適用することも多る．原理的には非常にシンプルな溶接法であることから，くなったが，これまでの技術の蓄積，溶接の生産性・安定

品質の安定した，生産性のある接合法として，古くから薄性，設備などの観点から，スポット溶接は依然として薄板板の接合に利用されてきた．現在，最も広く利用されていの接合に幅広く利用されている1）．しかしながら，輸送機

るスポット溶接は，自動車生産ラインの溶接ロボットに登器などの軽量化を目的とした高張力鋼，アルミニウム合金，– 10 –

Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010

マグネシウム合金の利用では，材料に適した接合法の開発，

接電流と共に増加する，ことなどが明らかになった．図3

溶接部材の信頼性確保のための強度評価法や非破壊検査法

はマグネシウム合金スポット溶接材における接合径と引張など，新たな課題も生まれ，その解決が望まれている．

りせん断強度の関係を示したものである．引張りせん断強

本稿では，これらの課題と筆者らの研究成果を紹介しなさは接合径と共に増加することがわかる．図4には，代表

がら，最近のスポット溶接の動向について述べることにする．

的な接合部の断面写真を示している．軟鋼と同程度の溶接
条件（溶接電流10kA，加圧力1000N，通電時間10サイクル）2.

で得られたスポット溶接部には，図4（a）に示すように，

スポット溶接に関する最近の取り組み
スポット溶接における最近の研究開発は，その応用分野

ブローホールが発生している．このブルーホールは，溶接である輸送機器の軽量化や安全性・信頼性向上に関する取中に発生する散りによる溶融金属の収縮孔が主な原因で，り組みが主なものである．軽量化に対しては，高張力鋼な

その大きさは溶接電流と共に増加する．この対策には，加どの高強度材の薄板化による方法が採用されているが，ア

圧力を大きく（3000N）してダウンスロープ時間を長くす

ルミニウム合金やマグネシウム合金などの軽金属の溶接，ることが有効であり，図4（b）のように，ブローホールのアルミニウム合金と鋼の異材接合が課題となっている．安ほとんどない接合部が得られることが明らかになった．図

全性，信頼性向上に対しては，設計や生産の高度化を目指

2，3，4の結果はカバープレートを用いたスポット溶接をした強度やプロセスのシミュレーション技術，超音波をマグネシウム合金に適用した例を示したが，これをアルミ利用した品質管理のための非破壊検査法などが主なものとニウム合金に適用しても同じような効果が得られている3）．

なっている．

アルミニウム合金とマグネシウム合金で異なる点は，アルミニウム合金の溶接ではカバープレートが溶接部材に付着2.1

することで，これについてはカバープレートの材質も含め軽金属のスポット溶接

薄鋼板のスポット溶接は，高張力鋼における組織変化やて改良の余地がある．

亜鉛メッキ鋼板における電極寿命などに課題も残っているが，基本的にはほぼ確立された技術であり，溶接ロボット

Cooling water導入による自動化も実現している．これに対し，アルミニ
ウム合金やマグネシウム合金などの軽金属のスポット溶接

Electrode

では，比抵抗が低く，高い熱伝導率による熱の散逸のために，溶接には，数十kAの高い溶接電流が必要なこと，それCover plate

Nuggetに伴って電極寿命が短いことなどが問題となっている．また，溶接の際には溶接部にブローホールを発生することから，その対策も課題である．これに対しては，電極材料のMagnesium alloys

開発や溶接条件での改善，工夫も行われているが，筆者らElectrodeはカバープレートを利用したスポット溶接を提案した2）．

Cooling water

図1は，カバープレートを利用したスポット溶接の原理を示したものである．図はマグネシウム合金を例にして示しているが，この方法は被溶接材料の上下にカバープレー

図1

カバープレートを利用した スポット溶接法

トを置いて電極で挟み込んだ状態で電流を流し，スポット溶接を行うものである．この溶接法におけるカバープレー
溶接材への熱の供給を行うと共に，溶接部を水冷電極の冷却から保護（保温）する役目を担っている．図2は，一例として板厚1.0，1.5mmマグネシウム合金板（AZ31B）に
本溶接法を適用して得られた，溶接電流と溶接部材の引張りせん断強度の関係を示している．比較のために，カバープレートを用いない通常の溶接法の結果も示しているが，12kA以下の溶接電流では接合部は形成されていない．
これに対し，カバープレートを用いると，1）溶接電流6Tensile shear load (kN)

トは，板厚1mm程度の軟鋼板で，それ自体も発熱して被With cover platesWith cover plates
Without cover plates

543Plate thickness
1.0mm

2
1
0

2

4000~5000Aから強度を持ち始め，軟鋼とほぼ同じ溶接電流条件で溶接することができ，軽金属のスポット溶接における電極寿命の問題も解決できる，2）接合径が電極先端径に依存しないことから，引張りせん断強さや接合径は溶– 11 –

図2

4

Plate thickness
1.5mm

6
8
10
Welding current (kA)

溶接電流と引張りせん断強さの関係

12

No.40 October 2010

500~600MPa級以上の高張力鋼スポット溶接材では，母材

6Tensile shear load (kN)

Materials and Processing Division Newsletter

強度の増加に連れて十字引張り強度が低下し，引張りせん

6000A 30cycle
8000A 0cycle
8000A 10cycle
8000A 30cycle
10000A 0cycle
10000A 10cycle
10000A 30cycle
8000A 30cycle
10000A 30cycle

5
4
3
2

断強度とは逆の傾向が観察されている．そのために，最近ではシミュレーションを用いて正確な強度推定を行うことが多くなってきた．その際の基本情報として，溶接部の力学特性が必要となってくるが，これには溶接部から切り出したマイクロスケール試験片の強度試験が利用され，高張力鋼における溶接部の力学特性が次第に明らかになりつつ

10ある．図6は，マイクロスケール試験片の一例を示してい

0

2
図3

4
6
8
Nugget diameter (mm)

図4Fracture load (N)る．マイクロスケール試験片よる溶接部の力学的特性の情

12

報は，高張力鋼の種類も考慮する必要があるが，これによって予測精度の向上が期待される．

接合径と引張りせん断強さの関係(a) Electrode force 1000N

20000 Shear type
10000

0

(b) Electrode force 3000N

図6

スポット溶接部の断面写真

30000

図5

10

3.

Base metal

マイクロスケール試験の寸法と形状

終わりにスポット溶接に関する最近の話題として，軽金属のス

ポット溶接法と安全性，信頼性の向上を目指した強度推定

Plug typeや応力解析について紹介した．この他にもプロセスのシ
ミュレーション，片面スポット溶接法の開発，異材接合，超高張力鋼のスポット溶接法など，スポット溶接に関する

Stainless steel
t:1.2mm
w:30mm

多くの成果が報告されている．スポット溶接部材の安全性，信頼性確保のための様々な非破壊試験法も種々試みられて

0
5
10
15
Diameter of spot weld (mm)いるが，たがね試験に代わる品質管理法はいまだに実用化されていない．また，スポット溶接の接合原理は基本的に引張りせん断試験における破断強度とは変わっていないが，その研究開発は他の加工プロセスと破断モードの推定（●実験値）

同様，新素材との競争であり，素材の特性を活かす接合部
をいかに実現するかが常に課題となっている．これまで，

2.2

軟鋼，亜鉛メッキ鋼板，ステンレス鋼の接合を実現し，ア

スポット溶接部の強度推定

これまでの研究から，スポット溶接の強度は，板厚，板ルミニウム合金，マグネシウム合金のスポット溶接も克服

幅，接合径，熱影響を受けた溶接部の強度，スポット溶接

しつつある．そのプロセスにおいて，新しい概念，計測制の配置，スポット溶接点の数，材料の種類に依存すること

御技術の導入などで，スポット溶接も進化してきた．本稿が明らかになっている．また，これらの因子を基にした多が研究開発のトリガーになってこれからも様々なチャレン

く強度推定式が提案され，特定の材料に対しては満足できジがあることを期待したい．

る精度で強度推定が可能になっている4）．しかしながら，高張力鋼のスポット溶接部材では，溶接部の組織変化，そ

参考文献

れに伴う強度の変化が破断様式にも影響することが明らか

1） 溶接学会軽構造接合加工研究委員会編 ;“ 薄鋼板及びアになってきた．図5はスポット溶接部材の引張りせん断試

ルミニウム合金板の抵抗スポット溶接―抵抗溶接現象

験で現れる三タイプ（プラグ破断，せん断（界面）破断，とその応用―”，産報出版（株），2008.

母材破断）の破断様式における強度推定値と実験値を比較

2） G.Murakami, Y.Matsumoto, C.Iwamoto and S.Satonaka,

したものである．推定強度が最も低い破断様式が実験値と“Resistance Spot Welding of Magnesium Alloy Sheets

よく一致することが示されている．十字引張り強度につwith Cover Plates”, IIW Doc. No.III-1572-10（2010）.

いても予測が行われているが，推定精度は低い．特に，

3） 里中忍，岩本知弘．邸然鋒．藤岡俊治，アルミニウム– 12 –

Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010

合金のスポット溶接とその新展開，軽金属溶接，44-

Tensile-Shear Strength of Spot Welds based on

2, pp.41-48(2005)．

Fracture Modes, Welding in the World, Vol.48, No.5/6,

4） S.Satonaka, K.0Kaieda, S.Okamoto:Prediction of（2004）, pp.39-45.

機械材料・材料加工部門「部門賞・一般表彰」公募のお知らせ
機械材料･材料加工部門では，第88期部門賞および部門一般表彰候補を下記の要領で公募します．自薦他
薦を問わず奮ってご応募下さい．
＊公募締切：＊推薦書類：

2010年12月3日（金）厳守
日本機械学会・各賞推薦書に準じます．
（推薦・申請用紙を部門ホームページよりダウンロードしてお使い下さい．）＊被推薦者資格：各賞とも日本機械学会会員であることが受賞資格となります．
＊書類提出先：日本機械学会

機械材料・材料加工部門 （担当者

〒160-0016 東京都新宿区信濃町35

石澤

章弘）

信濃町煉瓦館5階

電話 (03) 5360-3502，E-mail：ishizawa@jsme.or.jp
推薦された候補者は第3技術委員会で審査され，部門運営委員会で受賞者を決定します．結果は，今年度中に本人に連絡し，次期（2011年度）のニュースレターに掲載します．また，受賞者は，2011年度年次大会開催時に表彰する予定です．なお，本件に関するご質問･お問合せ等は，第3技術委員会委員長（三浦秀士，
電話 (092) 802-3207，E-mail：miura@mech.kyushu-u.ac.jp）までお願いします．

各賞の概要（1）功績賞：機械材料・材料加工分野に関する学術，教育，（5）部門表彰（新技術開発部門）：機械材料 ･ 材料加工分出版など諸般の活動において，本部門の発展と進歩

野において本部門企画，担当，主催または共催の集会，に積極的な貢献または顕著な業績のあった者に授与

出版物等において発表された新技術，新製品の開発

する．

者中，工業技術の進歩発展に特に貢献した者を対象とする．

（2）業績賞：機械材料 ･ 材料加工分野に関する研究または技術開発において，顕著な業績のあった者に授与する．

（6）部門表彰（優秀ポスター発表部門）：当該年度に開催された本部門企画，担当，主催または共催の講演会に（3）国際賞：機械材料 ･ 材料加工分野における学術，教育，おいて発表された機械材料 ･ 材料加工分野のポスター出版などに関する国際的な活動を通し，本部門の発展

発表中，学術 ･ 技術の進歩発展に寄与し，特に優秀とと進歩に積極的な貢献または顕著な業績のあった者に認められるポスター発表の著者を対象とする．

授与する．
（7）部門表彰（国際貢献部門）：本部門の国際会議や国際（4）部門表彰（優秀講演論文部門）：当該年度に開催された本部門企画，担当，主催または共催の講演会において発表された機械材料・材料加工分野の講演論文中，学術 ･ 技術の進歩発展に寄与し，特に優秀と認められる論文の著者を対象とする．

– 13 –

交流に関し，特に優れた貢献のあった者を対象とする．

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter2010 年度年次大会「社会変革を技術で廻す機械工学」in 名古屋の報告

第 87 期第一技術委員会（年次大会担当）

北村
2010年度年次大会が2010年9月5日（日）～ 9日（水）［J 0402］ 超音波計測・解析法の新展開に名古屋工業大学（名古屋市）で開催されました．機械材
料・材料加工 (M&P) 部門でも多数の講演セッションと知（材料力学部門との共同企画，16 件）［J 0403］ 締結・接合部の力学と評価

的材料・構造システムに関するワークショップや基調講演が行われ，活発な討議が行われました．最終日9日は北陸

憲彦（名古屋工業大学）（材料力学部門との共同企画，19 件）［J 0404］ 知的材料・構造システムから戻ってきた台風であいにくの天候でしたが，最後まで（材料力学部門，機械力学・計測制御部門，宇宙

多くの議論が交わされました．また恒例の部門同好会は，工学部門との共同企画，38 件）

6日夕方にサッポロ浩養園で行われました．ジンギスカン［J 0301］ 工業材料の変形特性とそのモデル化とビール片手に懇談し，部門に功労のあった方々の表彰で（材料力学部門との共同企画，10 件）は拍手が続きました．オーガナイズドセッションや特別企［S 0401］表面改質および薄膜コーティング（13 件）

画などの募集から大会実施まで，皆さまのご協力のもと盛［S 0402］粉末成形とその評価（10 件）

大に進めることができましたことをご報告申し上げます．

［S 0403］セラミックスおよびセラミックス系複合材料（7 件）［T1602］ マイクロ・ナノ理工学：nm から mm までの表

［G0400］ 機械材料・材料加工部門一般講演（14 件）

面制御とその応用（情報・知能・精密機器部門との共同企画，13 件）［J 0401］ 固相粒子成膜技術とその応用

注）G: 一般講演，J: 他部門と共同企画，S: 当部門単独，T:
大会テーマ企画（材料力学部門との共同企画，10 件）

ICM&P2011 開催のお知らせ

実行委員会 Program Committee 委員長
千葉大学

浅沼

博

日本機械学会 機械材料・材料加工部門では，部門主催の国際会議（ICM&P）と致しまして，これまで第1回（2002年10月，ホノルル）および第2回(2005年6月，
シアトル)を米国機械学会の協力を得ながら部門単独で，第3回（2008年10月，
シカゴ）を米国機械学会・製造工学部門国際会議（MSEC2008）と合同で開催
し，当部門の最も重要な国際的活動として成果を残して参りました．ここでは，開催が迫って参りました第4回ICM&Pの御案内と御参加のお願いを申し上げます．
第4回JSME/ASME機械材料・材料加工技術国際会議（ICM&P，Fourth JSME/ASME 2011 International Conference on Materials and Processing）は，2011
年6月13日（月）から17日（金）まで，アメリカ合衆国オレゴン州コーバリス
市のオレゴン州立大学におきまして，米国機械学会（ASME）製造工学部門国際 会 議（MSEC，Sixth Annual ASME International Manufacturing Science andEngineering Conference）および製造技術協会（SME）北米製造技術会議（NAMRC，
39th Annual SME North American Manufacturing Research Conference）と合同で開催致します．
前回の講演論文数は400件近くを数え，材料・加工分野の研究者・技術者間の国際的交流の場として世界最大スケールの国際会議になりました．今回はそれを上回る規模，多岐にわたる内容で，材料とその製造，加工およびそれらシス
テムに関連する研究者と技術者の参加が見込まれ，次に示す分野を中心に，幅広い研究発表（使用言語は英語）が行われる予定です．

– 14 –(S-Hoshino.com)
オレゴン州立大学

Materials and Processing Division Newsletter

No.40 October 2010
Symposium 3-11: Manufacturing System Operations

Track 1: MATERIALS
Symposium 1-1: Polymer and Polymer Matrix
Composites

Track 4: MICRO AND NANO TECHNOLOGIES

Symposium 1-2: Metal and Metal Matrix Composites

Symposium 4-1: MEMS, NEMS and Biologic Application

Symposium 1-3: Ceramics and Ceramic Matrix

Symposium 4-2: Nanomaterials, Nanofabrication and
Their Applications

Composites
Symposium 1-4: Adhesion and Interface

Symposium 4-3: Sustainable Nanomanufacturing

Symposium 1-5: Functional/Multi-Functional Materials

Symposium 4-4: Advances in Traditional Nano/Micro/
Meso Manufacturing Processes

Symposium 1-6: Smart Materials and Structures

Symposium 4-5: Micro-Nano Assembly Systems andSymposium 1-7: Recycling of Composites

Applications
Symposium 4-6: Laser Based Meso/Micro/Nano

Track 2: PROCESSING
Symposium 2-1: Advances in Plastic Forming of Metals

Manufacturingand Other Materials

Symposium 4-7: Ultra-Precision and Micro/Nano
Forming of Materials

Symposium 2-2: Advanced Casting and Semisolid
Forming Techniques
Symposium 2-3: Advanced Powder Processing

本会議中は，関連するワークショップやパネルディス

Technique

カッション，見学会なども行われます．この合同国際会議
を通して，技術交流，共同研究などの国際的な研究ネット

Symposium 2-4: Advanced Welding and Bonding

ワークの構築につながることを期待しております．

Technology

本 国 際 会 議 の 概 要 は，http://www.jsme.or.jp/mpd/

Symposium 2-5: Thermal and Cold Spray Coatings
Symposium 2-6: Green Energy Manufacturing

ICM&P2011/index_jp.html で御覧頂き，お申込等はhttp://Symposium 2-7: Advances in Nontraditional/Hybrid

www.asmeconferences.org/ICMP2011/index.cfm よりお願い申し上げます．

Manufacturing

講演申込等に関する重要な期日は以下の通りです．

Symposium 2-8: Manufacturing with Soft Materials
Symposium 2-9: Advances in Biomanufacturing
Symposium 2-10: Advances in Modeling, Analysis,

講演申込，講演原稿（Abstract/Full-Length Draft Paperand Simulation of Manufacturing

for Review）提出締切：2010年12月1日（年末までの4週

Processes

間程度の延長を検討中ですが，先ずはアブストラクトだけでも結構ですので，先に期日までに御提出頂けますと幸いです．）

Track 3:PROPERTIES, APPLICATIONS AND SYSTEMS
Symposium 3-1: Mechanical Characterization andMeasurement Techniques
Symposium 3-2: Contact Surface Mechanics, Fracture
and Reliability

講演採択通知：2011年2月15日

修正原稿締切：2011年2月22日

最終原稿締切：2011年3月15日

講演者参加申込締切：2011年3月21日

Symposium 3-3: Surface Modification Technology,

ICM&P2011：

Wear and Tribology

2011年6月13-17日

Symposium 3-4: Dynamic Behavior of Materials and参 加 登 録 費 に 関 し ま し て は， 早 期 申 込 の 場 合， 会 員

Structures＄595，会員外＄650，学生員＄275，一般学生＄300です．

Symposium 3-5: Monitoring, Sensing, and Control forIntelligent Machining and Inspection

最後に，本会議の実施体制を紹介させて頂きます．

Symposium 3-6: Manufacturing Research Toward
Sustainable Transportation

ICM&P2011 実行委員会
委員長：武藤睦治（長岡技術科学大学）

Symposium 3-7: Advances in Quality and Process
Control in Manufacturing Systems

Advisory Committee
委員長：大竹尚登（東京工業大学）

Symposium 3-8: CAD Based Information Integration in

委員：村井勉（三協立山ホールディングス），服部敏雄

Product and Production Development（岐阜大学），藤本浩司（東京大学），京極秀樹（近畿大学），

Symposium 3-9: Advances in Pervasive Sensing andComputing for Manufacturing Systems
Symposium 3-10: Nondestructive Testing

三浦秀士（九州大学），堂田邦明（名古屋工業大学），浅川基男（早稲田大学），沖善成（三協立山ホールディングス），– 15 –

No.40 October 2010Materials and Processing Division Newsletter

川田宏之（早稲田大学），武田展雄（東京大学），小豆島明

委員：大竹尚登（東京工業大学），大津雅亮（熊本大学），（横浜国立大学），鈴村暁男（東京工業大学），松岡信一（富松本良（大阪大学），楊明（首都大学東京），鈴木隆之（日山県立大学），菅泰雄（慶応義塾大学）

立製作所），磯西和夫（滋賀大学），大塚年久（東京都市大学），

Scientific Committee

荻原慎二（東京理科大学），中尾航（横浜国立大学），古屋

委員長：井原郁夫（長岡技術科学大学）

泰文（弘前大学），森田昇（富山大学），渡辺義見（名古屋

委員：金子堅司（東京理科大学），板橋正章（諏訪東京工業大学），前博行（本田技術研究所），糸井貴臣（千葉大学）

理科大学），川田宏之（早稲田大学），京極秀樹（近畿大学），
佐藤千明（東京工業大学），日野隆太郎（広島大学），藤本

御質問等は下記の事務局2名宛にお願い申し上げます．

浩司（東京大学），大津雅亮（熊本大学），北村憲彦（名古浅沼博（千葉大学大学院 工学研究科 人工システム科学

屋工業大学），村岡幹夫（秋田大学），宮下幸雄（長岡技術専攻，Phone:043-290-3201，Fax:043-290-3039，E-mail:科学大学），岡部洋二（東京大学）

asanuma@faculty.chiba-u.jp）
岸本哲（物質・材料研究機構 ハイブリッド材料セン

Program Committee
委員長：浅沼博（千葉大学）

ター，Phone:029-859-2426，Fax:029-859-2401，E-mail:副委員長：岸本哲（物質・材料研究機構）

KISHIMOTO.Satoshi@nims.go.jp）

2011 年度年次大会開催のご案内と特別企画のご提案のお願い
第 1 技術委員会委員長

東京工業大学秦誠一2011 年度の年次大会は，2011 年9月11日（日）～ 15日（木），東京工業大学 大岡山キャンパスにて開催されます．東京工業大学は，2011年に創立130周年を迎え，この記念すべき年に年次大会が開かれることは，関係者全員の大きな喜びです．
機械材料・材料加工部門では，例年と同様に，以下のオーガ
ナイズドセッションを企画しています．
（10月上旬現在）① 環境調和型の表面改質および薄膜コーティング② 粉末成形とその評価③ セラミックスおよびセラミックス系複合材料④ 工業材料の変形と強度特性及びそのモデル化⑤ 超音波計測・解析法の新展開⑥ 知的材料・構造システム

数部門にまたがる部門横断企画をご検討頂ければ幸いです．

⑦ 高分子基複合材料の加工と評価① 基調講演，② 先端技術フォーラム，③ ワークショップ，⑧ マイクロナノ理工学：nm から mm までの表面制御とそ④ 部門同好会，⑤ 新技術開発リポート，⑥ 新企画行事
締切は，2010年12月17日（金）です．奮ってご提案ください．

の応用

企画のご提案と，皆様の多くのご参加をお待ちしておりま

本年次大会では『機械工学が牽引するイノベーション』
をキャッチフレーズとし，『「安心・安全」「エコロジー」「クオリ

す．ご提案やお問合せがございましたら，第一技術委員会

ティオブライフ」の調和ある価値の創造』をテーマとして広秦（shata@pi.titech.ac.jp）までご連絡ください．これまでのくセッションを募集しました．セッションの追加は，まだ可年次大会に負けぬよう，企画（特に部門同好会！）に創意工能ですので，是非ともご検討，ご提案ください．

夫を凝らしますので，講演会，同好会等々，各種の行事にぜさらに，例年通り，下記の特別企画も募集中です．特に複ひご参加下さるようご案内申し上げます．

編集後記
M&Pニュースレター No.40を発行するにあたり，執筆依頼から原稿提出まで短い時間であるにもかかわらず，ご多忙の中，記事の執筆をお引き受けいただきました先生方には心より感謝申し上げます．また，大津委員長はじめ，広報委員会委員の皆様のご支援・ご協力に深く感謝いたします．今回の特集記事は，ものつくりに不可欠な接合に注目し，様々な接合プロセスと接合体評価についての話題を集めました．多くの会員の方々にとって役立つ情報提供となりますよう期待いたしますとともに，技術や人を「接合」するきっかけとなりましたら幸いです．本
ニュースレターに関するご意見，お問合せは，広報委員会幹事（宮下：miyayuki@mech.nagaokaut.ac.jp）までお願いいたします．

– 16 –

発

発行日 2010 年 10 月 30 日

行

〒160-0016

東京都新宿区信濃町35信濃町煉瓦館（社）日本機械学会

機械材料・材料加工部門

第88期部門長

村井勉

広報委員会委員長

大津雅亮

Tel． 03-5360-3500

Fax． 03-5360-3508